CC BY
41
УДК 624.21.093.004
С. В. Чижов, Е. Б. Шестакова, Э. Т. Яхшиев, А. А. Антонюк
ПРИНЦИПЫ РАСЧЕТА ПРЕДВАРИТЕЛЬНО НАПРЯЖЕННЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ПРОЛЕТНОГО СТРОЕНИЯ ПРИ ДИСПЕРСНОМ АРМИРОВАНИИ
Дата поступления: 26.09.2016 Решение публикации: 24.04.2017
Аннотация
Цель: Определение методов расчетного обоснования дисперсно-армированных пролетных строений и научное обоснование метода возведения дисперсно-армированных железобетонных строений в условиях сухо-жаркого климата для высокоскоростных железнодорожных магистралей, выявление преимуществ, связанных с применением фибры на этапе строительства, определение способов снижения совокупных затрат при обеспечении качественных характеристик надежности пролетных строений на этапе строительства. Методы: Сравнительный анализ, математическое моделирование. Результаты: Определены принципы расчета дисперсно-армированных элементов пролетных строений мостов. Работа нацелена на решение прикладной задачи применительно к условиям Узбекистана и определяет параметры дисперсно-армированного железобетонного пролетного строения Хр = 66 м, обусловленные техническим заданием на научное исследование с целью возведения мостового сооружения для высокоскоростной железнодорожной магистрали. Практическая значимость: Заключается в разработке методической основы для расчета пролетных строений из дисперсно-армированного железобетона.
Ключевые слова: Расчетное сопротивление, дисперсно-армированное пролетное строение, фибра, высокоскоростная магистраль, трещиностойкость, нагрузка, микростержневые элементы, сталефибробетон.
Sergey V. Chyzhov, Cand. Sci., associate professor, [email protected]; *Yekaterina B. Shestakova, associate professor, [email protected]; Elbek T. Yakhshiyev, postgraduate student, elbek-8420@mail. ru; *Anatoliy A. Antonyuk, postgraduate student, [email protected] (Emperor Alexander I St. Petersburg State Transport University) DESIGN PRINCIPLES OF PRESTRESSED CONCRETE SPAN COPONENTS IN THE PROCESS OF DESPERSED REINFORCEMENT
Summary
Objective: To determine the calculating justification methods of fibre-reinforced spans and scientific evidence of the structural method of dispersed reinforced concrete constructions in drily-hot climate for high-speed mainline railroads, to reveal advantages connected with fibre application in the process of construction, to determine the ways of total costs reduction while providing qualitative reliability characteristics of spans under construction. Methods: Comparative analysis, mathematical modeling. Results: Calculating principles of fibre-reinforced elements of spans were specified. The study was aimed at application solving, with regard to climate in Uzbekistan, and determined the parameters of L = 66 m fibre-reinforced concrete span, specified by the objective of scientific study concerning the bridgework for high-speed mainline railroad. Practical importance: Methodological foundation for fibre-reinforced concrete spans calculation was developed.
Keywords: Design resistance, disperse reinforced superstructure, fibre, high-speed network, crack growth resistance, load, micro bar elements, steel fibre concrete.
Известно, что основной принцип применения арматуры в сечении строительных конструкций связан с обеспечением их прочности при действии изгибающих, растягивающих нагрузок и воздействий и необходимостью усиления бетонных элементов, не обладающих достаточной структурной прочностью на растяжение и изгиб. В зависимости от назначения и особенностей работы строительных конструкций различают разные виды арматуры и способы усиления элементов.
Конструкция дисперсно-армированного предварительно напряженного железобетонного пролетного строения является сложной системой, предполагающей наличие и взаимообусловленный характер работы трех видов арматуры и связанных с ними способов армирования.
Первый вид - обычная горячекатаная стержневая арматура в виде стержней периодического или гладкого профиля, позволяющая провести усиление локальных участков конструкции в определенных местах, характеризующихся возникновением напряженного состояния элементов, не свойственных эффективной работе бетона. Недостаток вида армирования - локальный характер усиления, предполагающий неоднородность свойств конструкции и возможность образования трещин конструктивных трещин при действии знакопеременных нагрузок.
Второй вид - предварительно напряженная на бетон или упоры арматура, применяемая, как правило, в виде многопрядевых проволочных канатов, служит для создания поля компенсаторных сжимающих напряжений, обеспечивающих восприятие эксплуатационных нагрузок и воздействий и уменьшение или устранение вызванных ими изгибающих и растягивающих напряжений. Несмотря на преимущества способа, обусловливающего эффективность работы всей конструкции под действием постоянных и временных нагрузок, предварительное напряжение не обеспечивает однородности свойств конструкции и может привести к появлению конструктивных трещин в локальных зо-
нах передачи нагрузки и расположения элементов.
Третий вид - армирующие микростержневые элементы, сопоставимые с макроструктурой бетона, равномерно расположенные по всему объему конструкции, повышающие структурную прочность и однородность материала, обеспечивающие в установленных пределах восприятие изгибающих и растягивающих нагрузок и воздействий.
При проектировании дисперсно-армированного предварительно напряженного железобетонного пролетного строения необходимо предусмотреть эффективную совместную работу различных видов арматуры путем определения параметров, ее количества, расположения, обеспечивающую снижение вероятности образования конструктивных трещин. Основные исходные расчетные параметры подбора арматуры приведены в табл. 1.
Принципы расчета предварительно напряженных железобетонных элементов пролетного строения при дисперсном армировании методами предельных состояний первой и второй групп связаны с учетом особенностей, обусловленных применением металлической фибры и обеспечивающим ее преимущества в части совершенствования свойств материала. Такими особенностями являются:
1) приведение хаотичного расположения фибры к направленному расположению путем использования системы вероятностных коэффициентов;
2) обоснованное применение расчетного сопротивления растяжению:
= ^геаК/ Ц/;
3) обоснованное использование расчетного сопротивления сжатию:
К/Ь = КЬ +Ке<1 Ф/Ц/К/ ,
где ф/ - коэффициент эффективности косвенного армирования фибрами; У}ееЛ - коэффициент приведения фибровой арматуры, вос-
ТАБЛИЦА 1. Основные исходные расчетные параметры подбора арматуры
Параметры Ед. изм. Значение
Расчетная длина пролета, 1р м 66
Высота балки, И м 3,75
Площадь сечения ПС, А м2 6,133
Ширина дорожного покрытия, В м 6
Толщина плиты, Ип м 0,25
Толщина дорожного покрытия, Идп м 0,15
Удельный вес железобетона, уж6 т/м3 2,5
Удельный вес дорожного покрытия, удп т/м3 2,5
V = 3,2728 - эквивалентная нагрузка по схеме А2, модель ИБЬМ, V (а = 0,5) т/м 3,2728
Эквивалентная нагрузка по схеме А2, модель ИБЬМ, v0 (а = 0,0) т/м 3,574
Динамический коэффициент, ц = 1 + ф + 1,209
Расчетный момент постоянных нагрузок, М тм 1,082-10 4
Расчетный момент временной нагрузки, М тм 5,686-10 3
Полный расчетный момент М = М + М г С V тм 1,651-10 4
Перерезывающая расчетная сила в опорном сечении от постоянных нагрузок, Qc тм 655,966
Перерезывающая расчетная сила в опорном сечении от постоянных нагрузок, Qu тм 376,323
Полная перерезывающая сила, Q = Qc+Qв тм 1,032-10 3
Прогиб максимальный, //2583 м 0,026
Расчетное сопротивление фибробетона сжатию, Я^ при Яь = 20, к = 0,470, цг= 0,025 МПа 500,000
Расчетное сопротивление фибробетона растяжению, Я^,. МПа 3,946
Модуль упругости арматуры, МПа 2,100-10 5
Модуль упругости бетона В40, Еь МПа 36,000-105
Коэффициент приведения арматуры к бетону 65,833
Площадь сечения бетона, А' = А м2 6,133
Момент инерции бетона, I = 1ь м4 13,990
Координата центра тяжести приведенного сечения, усга1 м3 2,206
Статический момент площади приведенного сечения относительно наиболее растянутого волокна, £ м3 4,123
принимающей сжимающие усилия; Я/. - расчетное сопротивление бетона сжатию;
4) оценка расчетного сопротивления фибр с волновой анкеровкой:
/ = С/ЮЦ/Хаг ,
где с/ - максимальное напряжение в фибрах рассматриваемого сечения; ю - площадь эпюры напряжений в фибрах.
При определении расчетных состояний по сравнению с железобетонными пролетными строениями обычного армирования обоснованное использование математического аппарата и расчетных схем связано с корректировкой вероятностных коэффициентов, обусловливающих взаимосвязь прочностных параметров прочности на сжатие и прочность при изгибе и растяжении. Ячейка сталефи-бробетона пролетного строения требует построения отличных значений коэффициентов надежности и приведения от принятых в нормативной документации корреляций.
Указанные особенности определяют расчет предварительно напряженных элементов, расчет элементов на изгиб и действие продольной силы, расчет при действии поперечной силы, расчет элементов по раскрытию трещин, характеризующих отличие принципов подбора обычной и высокопрочной напрягаемой арматуры.
В рамках методов предельных состояний первой группы расчет осуществлялся по нормальным сечениям для середины пролета. Подбор арматуры производился в соответствии с условием
0,95 ' С0,1 тназ
Rp =
Y fm
ристик принятой к расчету фибры. При этом фактическое расчетное сопротивление сжатию материала, являющегося наиболее показательным случаем зависимости свойств материала конструкции от свойств фибры, равно
Rfb = Rb + Wred -Фf ^f • Rf).
здесь Яь = 20 МПа - расчетное сопротивление бетону; Я= 500 МПа - расчетное сопротивление фибры; = 1,0 - коэффициент приведения фибровой арматуры, воспринимающей сжимающие усилия; 0,025 - коэффициент армирования; ф/ = 1,9 - коэффициент эффективности косвенного армирования фибрами.
Расчетные положения наглядно демонстрируют зависимость прочностных свойств материала от характеристик дисперсного армирования, определяемых количественным содержанием металлической фибры в объеме бетона, ее прочностными свойствами, геометрическими параметрами по отношению к макроструктуре бетона, расположением. Так, при расчете коэффициента косвенного армирования от размера фибры Ь/ зависят существенные взаимосвязи, обусловливающие возможность качественного улучшения свойств пролетного строения:
5 + L
Ф f
f
1 + 4,5 • L
f
где а01 - условный предел армирующих элементов [1]; у = 1,2 - коэффициент надежности по материалу [2]; тназ = 0,9 - коэффициент условий работы по назначению для железнодорожных мостов; 0,95 - коэффициент к условному пределу текучести.
Состояния конструкции пролетного строения находили исходя из фактических характе-
где ф/ - коэффициент эффективности косвенного армирования фибрами; Ь/ - длина фибры.
Вместе с тем наиболее эффективно свойства фибры реализуются в случае растяжения. В предельной стадии работа фибр определяет наиболее значимую долю расчетного сопротивления на растяжение. Так, при вычислении расчетного сопротивления железобетона пролетных строений расчетное сопротивление фибры имеет вид [3-5]
я^ = т • (к • к]г • Ц / • Яг • (1 - ^)+ + 0,1 • Яь • (0,82•Ц/ -0,005)),
где Rь - расчетное сопротивление фибробетона растяжению; m1 - коэффициент фибрового армирования по объему; Kl - коэффициент, учитывающий влияние длины фибр; к^г - коэффициент, учитывающий ориентацию фибр в объеме элемента; fif - коэффициент армирования; lfan - длина анкеровки фибры; f - длина фибры; Rb - расчетное сопротивление бетона сжатию [6].
При этом так же, как и в случае реализации расчетного сопротивления фибробетона сжатию, эффективность дисперсного армирования при растяжении зависит от параметров фибры и связанных с ней геометрических параметров ячейки железобетона, которые обеспечивают улучшение свойств конструкции:
Sf =-
%-d2
dfred ~
1,13-Jsf,
lfan
П ■d.
fred Rfser
R,
bser
здесь Sf - площадь сечения фибры; dfied - приведенный диаметр используемой фибры; lfan - длина анкеровки фибры; Rfsrr - расчетное сопротивление осевому сжатию фибробето-на; Rbser - расчетное сопротивление осевому сжатию железобетона; df - диаметр фибры; Tf, - коэффициент, учитывающий совместное влияние фибрового и стержневого армирования.
Как показали результаты, заданные параметры армирования обеспечивают реализацию предельного состояния первой группы для пролетного строения длиной Lp = 66 м. Предельный изгибающий момент определяется по формуле
М,
пред
= Rb ■ b ■ x ■ (h - as - 0,5 • x) +
+ ( Rb ■ bf - b) ■ hf ■ (h - as - 0,5 ■ x ■ hf ) + +Ri ■ 4- (h - as - Rp ■ A, ■ (ap - as )),
Мпред ■lO2 > N ■ ( - as + e),
где Мпред - предельный изгибающий момент; Яр - расчетные сопротивления напрягаемой арматуры растяжению; Ар - площадь сечения напрягаемой арматуры; Я - расчетные сопротивления ненапрягаемой арматуры растяжению; А5 - площадь сечения ненапрягаемой арматуры; г - внутренние пары сил; х - высота сжатой зоны бетона; И0 - рабочая высота сечения.
При подборе высокопрочной арматуры дисперсно-армированного предварительно напряженного пролетного строения длиной Ьр = 66 м было учтено снижение предварительных напряжений в стержневой арматуре из-за потерь предварительного напряжения
[7, 8].
В практике проектирования предварительно напряженных конструкций обычно выделяют два вида потерь. Первый вид - технологические потери, происходящие по причине термической обработки конструкции при изготовлении или вызванные деформациями упоров и/или анкеров. Они имеют место до передачи усилия на конструкцию. Второй вид потерь - потери конструктивного характера, связанные с объемными деформациями усадки, ползучести, релаксацией напряжений арматуры. Следует отметить, что применение сталефибробетона класса В40 позволяет сократить потери напряжения по сравнению с аналогичным классом бетона без фибры ввиду повышения прочностного фактора. Сравнительная оценка величины сокращения потерь по данным расчетного анализа приведена в табл. 2.
Полные значения потерь предварительного напряжения были получены путем определения суммы составляющих. Нахождение усилия предварительного обжатия конструкции пролетного строения N при учете суммарных потерь напряжений предполагал учет сжимающих напряжений в ненапрягае-мой арматуре. Предполагалось, что такие напряжения эквивалентны сумме потерь деформациям ползучести и усадки дисперсно-
4
ТАБЛИЦА 2. Сравнительная оценка величины сокращения потерь в случае применения дисперсно-армированной конструкции по данным расчетного анализа
Вид потери
Основные расчетные зависимости
Значение, МПа
Железобетон
Сталефибро-бетон
Снижение,
%
Релаксация
потери
напряжения
Rph = 0,95 • Rpn = 1,568403 о„
(0,22 •
R
■0,1) -а„
48,672
ph
2
40,225
21
Деформация анкеров у натяжных устройств
М1 = 0,002, Д/2 = 0,008, f = 0,200, к = 0,005 рад/пм, 2 • (А/1 +Д/2)
121,68
о, =-
• Ep
106,738
14
Трение арматуры
о = ор
1 —
x+s^e
0, 000 32,012 62, 260 91,721 121,271
39,927
30,245
32
Усадка бетона при натяжении
43,4
35
24
Ползучесть бетона
Rpb = 0,8 • Rb = 16, о bp = 0,5, о' = 1,0,
о
R
= 0,031,
6,3288
150-а'-о
о =-
bp
R
bp
4,688
35
Снижения
суммарных
потерь
1,006 -103
1,025 403
p = 1,044 403
1,021-103
991•798
oz 0 I "186,650"
oz17 167,961
33 = 148,999
oz 50 171,633
о! 67 201,184
25,8, но не менее 100
а
4
армированного бетона для этой арматуры [8-12].
Зона предварительного напряжения на дисперсно-армированный бетон для арматуры без устройства дополнительных анкеров может быть определена как
RbondUs
где а - напряжения в напрягаемой арматуре;
зр
В-ьопс! - прочность связи высокопрочной арматуры с дисперсно-армированным бетоном.
При этом предполагалось, что такой локальный участок не может быть менее 10^ и 200 мм, а в случае применения высокопрочной арматуры - не менее 300 мм:
Rbond = ПП2R
fit '
где Я^ - расчетное сопротивление дисперсно-армированного бетона на растяжение; - коэффициент шероховатости (поверхности) арматуры, равный: 1,5 - для гладких стержней, 1,8 - для холоднодеформированных стержней периодического профиля, 2,5 - для горячека-
таных, обработанных термомеханическим способом, стержней периодического профиля; п2 - коэффициент влияния диаметра арматуры, равный: 1,0 - для диаметра стержней ё < 32 мм, 0,9 - для диаметра стержней 36 и 40 мм; А, - площадь и периметр стержня.
Расчетные параметры подбора высокопрочной арматуры принимались из условия плавной передачи нагрузки, исключающего хрупкое разрушение макроструктурных элементов дисперсно-армированной ячейки бетона [13-15]. Для решения прикладной задачи определения количества высокопрочной арматуры дисперсно-армированного предварительно напряженного железобетонного пролетного строения длиной Ьр = 66 м была получена зависимость потерь напряжений (рис. 1).
По результатам подбора арматуры с учетом потерь напряжения было определено требуемое количество элементов высокопрочного армирования и разработана схема их расположения в конструкции дисперсно-армированного пролетного строения.
Параметры высокопрочного армирования предполагают комплексный учет работы всех видов арматуры, используемых в конструкции
Рис. 1. Зависимость потерь напряжений для подбора высокопрочной арматуры дисперсно-армированного пролетного строения длиной Ь = 66 м
дисперсно-армированного предварительно напряженного железобетонного пролетного строения.
Определенные фактические значения параметров армирования с учетом особенностей фибры, предполагаемой к использованию в дисперсно-армированном пролетном строении, были приняты во внимание в расчетных состояниях конструкции, связанных с предварительным напряжением конструкции. Так, воздействие от 6 пучков прямого очертания, расположенных в нижней плите, моделируется 6 силами (по 340 тс) на опорной диафрагме в месте их непосредственной анкеровки (рис. 2).
Воздействие от 8 полигональных пучков было задано системой вертикальных (по Р =
= 53 тс) сил, приложенных в местах анкеровки на опорных диафрагмах и местах перегиба в приливах в четвертях пролета, и горизонтальными силами (по N = 336 т), приложенных в местах анкеровки на опорных диафрагмах.
Воздействие предварительного напряжения в верхней плите пролетного строения было задано сосредоточенными горизонтальными силами (по N = 72 т) с шагом ё = 4,5 м, приложенными по торцам плиты, и равномерно распределенными по линии нагрузками интенсивностью д = 0,29 тс/м (на торцах плиты), д = 1,15 т/м - над стенками, д = 0,86 тс/м - в середине плиты (рис. 3).
Воздействие предварительного напряжения в стенках пролетного строения от пред-
Рис. 3. Вертикальная нагрузка, приложенная в месте перегибов внешних пучков
напряженных хомутов задано вертикальными сосредоточенными силами (по Р = 37 тс) с шагом ё = 2 м, приложенными к торцам стенок.
Как показывают результаты исследования, эффективная работа дисперсно-армированного предварительно напряженного железобетонного пролетного строения длиной Ьр = 66 м связана с взаимообусловленными принципами определения параметров систем армирования, обычной, высокопрочной, микростержневой арматуры путем проведения расчетов предельными состояниями первой и второй групп на заданные нагрузки и воздействия.
Преимущества дисперсно-армированных пролетных строений могут быть реализованы при учете фактических характеристик фибры в расчетных состояниях элементов конструкции на изгиб, на действие продольной и поперечной сил, а также при определении величины раскрытия трещин.
Обоснованное применение математического аппарата и расчетных схем различных систем армирования связано с корректировкой вероятностных коэффициентов, обусловливающих взаимосвязь прочностных параметров на сжатие, растяжение, изгиб, закрепленных в нормативной документации для железобетонных конструкций, изготовляемых без фибры.
Сравнительная оценка величины уменьшения потерь напряжений при использовании дисперсно-армированной конструкции по данным расчетного анализа позволяет выявить преимущества, определенные эффективностью работы высокопрочной арматуры с металлической фиброй. В этом случае суммарные потери напряжения по сравнению с предварительно напрягаемым железобетоном могут быть сокращены по данным сравнительного расчета до 25,8 %.
Дальнейшее совершенствование принципов расчета аналогичных по сравнению с рассматриваемыми конструкциями пролетных строений может быть связано с уточнением математического расчетного аппарата, исхо-
дя из структурной взаимосвязи прочностных свойств дисперсно-армированной ячейки бетона и фибры, предполагающих возможность обеспечения однородности на уровне макроструктуры бетона.
Библиографический список
1. Бычковский Н. Н. Железобетонные мосты / Н. Н. Бычковский. - Саратов : Саратов. гос. техн. ун-т, 2006. - 260 с.
2. Комохов П. Г. Бетоны повышенной трещино-стойкости и морозостойкости / П. Г. Комохов. - Л. : Знание ; ЛДНТП, 1980. - 168 с.
3. Мамажанов Р. Результаты обследования и испытания железобетонных мостов, эксплуатируемых в условиях Средней Азии / Р. Мамажанов // Надежность искусственных сооружений. - М. : Транспорт, 1988. - С. 97-109.
4. СНиП 2.05.03-1984. «Мосты и трубы». - М. : Госстрой России ; ГУП ЦПП, 1998. - 214 с.
5. СП 52-104-2006. «Сталефибробетонные конструкции». - М. : НИИЖБ и ОАО НИЦ «Строительство», 2010. - 68 с.
6. Милованов А. Ф. Расчет железобетонных конструкций для условий жаркого климата / А. Ф. Ми-лованов, X. У. Камбаров. - Ташкент : Укитувчи, 1991. - 818 с.
7. Кудзис А. П. Оценка надежности железобетонных конструкций / А. П. Кудзис. - Вильнюс : Мокслас, 1985. - 156 с.
8. Новак Ю. В. К оценке надежности метода расчета наклонных сечений железобетонных конструкций / Ю. В. Новак // Надежность конструкций мостов и тоннелей : сб. науч. тр. - М. : МАДИ, 1986. - С. 23-26.
9. Орлов В. Г. Безбалластное мостовое полотно железнодорожных мостов / В. Г. Орлов, А. А. До-рошкевич, В. В. Батюня // Путь и путевое хозяйство. Российские железные дороги (Москва). - 2008. -№ 1. - С. 25-26.
10. Осипов В. О. Содержание, реконструкция, усиление и ремонт мостов и труб / В. О. Осипов, Ю. Г. Козьмин, А. А. Кирста, Э. С. Карапетов, Ю. Г. Рузин ; под ред. В. О. Осипова, Ю. Г. Козь-мина. - М. : Транспорт, 1996. - 471 с.
11. Руководство по определению грузоподъемности железобетонных пролетных строений железнодорожных мостов / МПС. - М. : Транспорт, 1989. - 127 с.
12. Смирнов В. Н. Особенности высокоскоростного движения железнодорожных экспрессов по мостам / В. Н. Смирнов. - СПб. : ПГУПС, 2015. -57 с.
13. Честной В. М. Железобетонные мосты : температура и надежность / В. М. Честной. - М. : Транспорт, 1991. - 135 с.
14. Чижов С. В., Яхшиев Э. Т. О требованиях к мостам при высокоскоростном движении // Изв. Петерб. гос. ун-та путей сообщения. - 2014. -Вып. 4 (41). - С. 87-91.
15. Чижов С. В. Анализ системных факторов безотказной работы железобетонных пролетных строений по данным натурных обследований / С. В. Чижов, Э. Т. Яхшиев // Интернет-журн. «Науковедение». - 2016. - Т. 8, № 4 (35). - URL : http:// naukovedenie.ru/PDF/05TVN516.pdf (дата обращения : 04.03.2017).
References
1. Bychkovsky N. N. Zhelezobetonniye mosty [Reinforced-concrete bridges]. Saratov, Saratov State Technical University Publ., 2006, 260 p. (In Russian)
2. Komokhov P. G. Betonypovyshennoy treshynos-toikosty i morozostoikosty [Advanced crack growth and freeze resistance concrete]. Leningrad, Leningrad Science and Technical Promotion Organization Publ., 1980, 168 p. (In Russian)
3. Mamazhanov R. Resultaty obsledovaniya i ispytaniya zhelezobetonnykh mostov, ekspluatyruye-mykh v usloviyakh Sredney Azii [Survey data on scanning and testing of reinforced-concrete bridges, exploited in the conditions of Middle Asia]. Reliability of artificial constructions. Moscow, Transport Publ., 1988, pp. 97-109. (In Russian)
4. SNiP 2.05.03-1984. "Mosty i truby" [BC 2.05.03-1984. "Bridges and tubing"]. Moscow, The Russian Federation State committee for construction, State Unitary Enterprise the centre of design products Publ., 1998, 214 p. (In Russian)
5. SP 52-104-2006. "Stalefibrobetonnye konstruk-tsii" [BA 52-104-2006. "Steel fibre reinforced concrete constructions"]. Moscow, Research design-and-engi-neering technological institute of concrete and ferroconcrete and OJSC Research center "Building" Publ., 2010, 68 p. (In Russian)
6. Mylovanov A. F. & Kambarov K. U. Raschet zhelezobetonnykh konstruktsiy dlya usloviy zharkogo klimata [Structural calculations of reinforced concrete constructions for hot climate conditions]. Tashkent, Ukytuvchy Publ., 1991, 818 p. (In Russian)
7. Kudzis A. P. Otsenka nadezhnosty zhelezobetonnykh konstruktsiy [Realiability estimation of reinforced concrete constructions]. Vilnius, Mokslas Publ., 1985, 156 p. (In Russian)
8. Novak Y. V. K otsenke nadezhnosty metoda rascheta naklonnykh secheniy zhelezobetonnykh konstruktsiy [On reliability estimation of oblique sections and reinforced concrete constructions design method]. Nadezhnost konstruktsiy mostov i tonnelley: sbornyk nauchnykh trudov [Design reliability of bridges and tunnels: coll. papers]. Moscow, Moscow Automobile and Road Construction State Technical University Publ., 1986, pp. 23-26. (In Russian)
9. Orlov V. G., Doroshkevich A. A. & Batiunya V. V. Bezbalastnoye mostovoye polotno zheleznodorozh-nykh mostov [Ballastless deck]. Put i putevoye khozya-jstvo. Rossiyskiye zhelezniye dorogy (Moskva) [Track and track facilities. Russian railroads (Moscow)], 2008, no. 1, pp. 25-26. (In Russian)
10. Osypov V. O., Kozmyn Y. G., Kirsta A. A., Ka-rapetov E. S. & Ruzin Y. G. Soderzhaniye, rekonstruk-tsiya, usyleniye i remont mostov i trub [Maintenance, reconstruction, reinforcement and bridges and tubing servicing]. Moscow, Transport Publ., 1996, 471 p. (In Russian)
11. Rukovodstvo po opredeleniju gruzopodjemnosty zhelezobetonnykh proletnykh stroyeniy zheleznodorozh-nykh mostov [Study guide on carrying load estimation of concrete slab spans of railway bridges]. Moscow, Transport Publ., 1989, 127 p. (In Russian)
12. Smyrnov V. N. Osobennosty vysokoskorostnogo dvyzheniya zheleznodorozhnykh ekspressov po mostam [The specificities of railway express trains movement on bridges]. Saint Petersburg, Petersburg State Transport University Publ., 2015, 57 p. (In Russian)
13. Chesnoy V. M. Zhelezobetonniye mosty: temperatura i nadezhnost [Reinforced-concrete bridges: temperature and reliability]. Moscow, Transport Publ., 1991, 135 p. (In Russian)
14. Chyzhov S. V. & Yakhshiyev E. T. O trebova-niyakh k mostam pry vysokoskorostnom dvyzhenii [On high-speed movement bridge requirements]. Proceedings of Petersburg Transport University, 2014, no. 4 (41), pp. 87-91. (In Russian)
15. Chyzhov S. V. & Yakhshiyev E. T. Analyz systemnykh faktorov bezotkaznoy raboty zhelezobe-tonnykh proletnykh stroyeniy po dannym naturnykh obsledovaniy [System factors analysis of trouble-free operation of reinforced concrete spans on the basis of on-site investigation data]. Online-journal "Science of science ", 2016, vol. 8, no. 4 (35). - URL: http://naukovedenie.ru/PDF/05TVN516.pdf (accessed: 04.03.2017). (In Russian)
ЧИЖОВ Сергей Владимирович - канд. техн. наук, доцент, [email protected]; * ШЕСТАКО-ВА Екатерина Борисовна - доцент, [email protected]; ЯХШИЕВ Элбек Толипович - аспирант, [email protected]; * АНТОНЮК Анатолий Анатольевич - аспирант, [email protected] (Петербургский государственный университет путей сообщения Императора Александра I).
